基于Simufact的不锈钢搭接激光填丝焊与MIG焊数值模拟

1、 基于Simufact的不锈钢搭接激光填丝焊与MIG焊数值模拟 张雪红 吴世彪 谷晓燕 米志宏 刘艳霞Summary：采用激光填丝焊与MIG焊焊接SUS301L不锈钢搭接角焊缝，对比了两种焊接方法的焊缝成形差别，并运用Simufact.Welding软件对两种焊接方法进行了焊接仿真。结果表明，计算得到的焊接熔池形状与实验结果基本吻合。对不同焊接方法下的温度场、应力场与变形进行了分析。激光填丝焊与MIG焊过程都属于快速加热与冷却过程，但MIG的热输入相对较大，冷却速度相对激光填丝焊较慢;两种焊接方法得到的焊缝热影响区处均存在较大的等效应力，焊后工件完全冷却后均发生变形，MIG焊变形量较大。Key

2、：激光填丝焊;MIG焊;不锈钢;熔池;温度场;应力场：TG457.1 文献标志码：A ：1001-2003（2021）06-0045-06DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.06.080 前言目前，不锈钢车顶结构中的波纹板和边梁搭接的20 m余长的焊缝仍使用传统的熔化极气体保护焊，该方法对焊前的装配要求低，但焊缝成形不良、变形大、焊接效率低，且极易将上层的薄板焊穿1-2。激光焊是一种高能束的精密焊接方法，并且具有速度快、深度大、变形小等一系列优点，但对工件精度要求很高，而激光填丝焊可以降低工件的装配要求3-4。为了节约成本，避免耗费大量的人力物力，选择通过数值模

3、拟来指导试验研究方向，且关于激光填丝焊模拟计算方面的研究较少。文中探讨了不锈钢搭接角焊缝激光填丝焊与MIG焊两种焊接方法中的热源模型，分析其各自的成形特点以及温度场与应力场分布规律，研究了两种焊接方法焊后工件的变形特点，为焊接工艺的改进提供参考。1 试验材料和方法试验用母材为奥氏体不锈钢SUS 301L，材料尺寸为150 mm100 mm1 mm与150 mm100 mm2 mm;填充焊丝为308A（D=1.2 mm），搭接量30 mm，母材和焊丝的化学成分如表1所示。试验中激光填丝焊所用设备主要包括IPG YLS-2000光纤激光器、KUKA焊接机器人和福尼斯送丝机，焦距300 mm，焦点直

4、径0.2 mm。激光填丝焊接时，激光垂直入射，送丝方式为前置送丝，焊丝与工件的夹角为40，焊接时采用纯氩气进行保护。MIG焊使用的设备为福尼斯TPS5000，焊接时采用纯氩气进行保护。两种焊接方法所采用的工艺参数如表2所示。焊接完成后，切成1 mm1 mm金相试样，经打磨、抛光、腐蚀后，利用ZEISS光学显微镜进行组织观察。2 数值模拟方法2.1 激光填丝焊热源模型根据焊缝截面金相图，激光填丝焊采用高斯分布面热源和圆柱体热源的组合热源模型。热源有效功率如式（1）式（4）所示5，热源模型如图1a所示。面热源公式为体热源公式式中 P为热源的总有效功率;PS为面热源功率; Pv为体热源功率;为焊接热

5、效率，取0.9;为体热源分配系数（0：无体热源功率;1.0：无面热源功率，推荐值：0.70.9），取 0.9;v为焊接速度，取26 mm/s;qm为面热源的热流密度;为热流分布参数;为热源集中参数;Qm为体热源的热流密度;m0为内生热的衰减系数;b为内生热集中系数;r0为圆柱有效半径。在该软件自带的面体热源模型中，激光体热源圆柱有效半径r0取0.75 mm。2.2 MIG焊热源模型根据焊缝截面金相图，MIG焊采用双椭球的热源模型。双椭球热源模型是基于焊接热源前端温度上升迅速，后半端温度下降缓慢的考虑，提出双椭球热源分布函数，在焊接方向上，焊接能量分成前后两个1/4椭球来描述热源。前后两个部分热

6、源的热流密度分布函数分别见式（7）、式（8）6，热源模型如图1b所示。式中 a、b、cf为椭球形状特征参数;Q为热源功率;ff、fb分别为热源前、后部分的能量分配系数，ff + fb=2。在此次实验中经过多次对热源模型的校核，金相腐蚀后测得的熔宽b和熔深d分别为2.886 mm与1.179 mm。af取值1.2 mm，ar取3 mm。2.3 材料的热物理性能试验用母材为SUS301L不锈钢，其部分热物理性能部分来源于Simufact.Welding材料库，部分参数来源于Jmatpro的计算。在本次模拟计算中，密度、比热容、热膨胀系数随着温度变化而变化。2.4 几何模型的建立与网格划分使用COM

7、SOL Multiphysics软件建立实体焊接模型并进行网格划分，如图2所示。模型由焊件、固定装置、支撑台、垫板组成，搭接焊接板的平台设置、夹具固定及散热边界条件与试验时保持一致，初始温度为室温20。划分网格后，1 mm板共有8 064个单元，11 052个节点，2 mm板共有45 944个单元，55 970個节点，其中最小单元的尺寸均为0.5 mm1 mm0.5 mm，最大单元为10 mm10 mm0.5 mm。3 试验结果与模拟结果对比分析3.1 熔池形态对比激光填丝焊与MIG焊接头的金相截面与对应的模拟结果如图3所示。由于激光填丝焊接热输入未超过形成“ 小孔 ”的阈值，所以两种焊接方法

8、得到的熔池类型均属于“ 热导焊 ”形状。图3中温度超过1 500 的红色区域即为焊接熔池，最靠近红色区域的线可认为是熔合线，可以看出越靠近熔合线的区域，等温线越密集，说明在固相金属中此区域温度梯度越大。因此，在焊缝结晶过程中靠近熔合线区域的熔池容易产生柱状晶。由于熔池形态由其流动状态以及熔滴过渡方式共同决定，在模拟计算中时利用“ 生死单元 ”方法预置了填充金属，未考虑激光、电弧对熔池表面的作用、表面张力梯度产生的液态金属对流等，因此实际熔池形状与模拟计算结果有所差异，但总体基本吻合。3.2 溫度场的分析激光填丝焊与MIG焊两种焊接方法下的温度场分布如图4所示。由图4a、4c可知，两者的温度场分

9、布均呈拉长的椭圆形，热源前方等温线密集，说明此区域的温度梯度大;热源后方等温线稀疏，温度梯度小。另外，激光填丝焊形成的熔池小于MIG焊的，这是因为激光填丝焊的热能集中，加热面积较小。因此，激光填丝焊焊缝较窄，MIG焊焊缝较宽。由图4b、4d可知，MIG焊背面受热源的影响程度比激光填丝焊大，在MIG焊接过程中，焊接区域受热源作用时间长，热影响区范围大，MIG焊焊缝背面温度高。结果可以很好地对应实际焊接过程中两种焊接方法焊缝背面颜色状态。分别在激光填丝焊与MIG焊的焊缝处、热影响区位置以及距离焊缝6.0 mm处选取3个节点，监测其焊接过程与冷却后的温度与应力变化情况。无论是激光填丝焊还是MIG焊，

10、节点处的温度变化趋势基本一致，热源靠近后温度急剧升高，焊缝处达到母材熔点超过1 500 ，热影响区节点温度达到1 000 ，远离焊缝处的母材温度较低。热源离开后，节点处温度快速下降。两种焊接方法节点处的热循环曲线如图5所示。由图5可知，激光填丝焊节点处的峰值温度约为2 760 ，MIG焊节点处的峰值温度约为2 400 ，这是由于激光能量密度大，熔池温度较高。焊缝背面距离相同的5个节点的热循环曲线如图6所示。可以看出，激光填丝焊焊接过程中焊缝背面最高温度仅为710 ，且冷却速度很快，因此对焊缝背面影响较小，焊接痕迹颜色较浅。MIG焊焊接过程中焊缝背面的最高温度为1 100 ，并且冷却速度相对于激

11、光焊速度较慢，因此在MIG焊缝的背面母材受热作用较为明显，焊接痕迹颜色较深。3.3 应力场的分析激光填丝焊与MIG焊焊缝、热影响区与母材节点处的三向应力变化情况如图7所示。可以看出，在焊接过程中，当热源接近焊缝节点处时，与热源毗邻的焊缝节点与热影响区处的金属热膨胀受到周围金属的限制，产生不均匀的压缩塑性变形，形成自身平衡的内应力，最大约为250 MPa。随后在热源作用下焊缝处的金属熔化，应力急剧下降，只有几兆帕，可以认为是零应力状态;热影响区的金属未被熔化，但与周围金属温度梯度减小，应力值也有所下降，降至约100 MPa。在工件冷却过程中，残余应力逐渐增加，最终趋于稳定。激光填丝焊与MIG焊接

12、头的残余应力均表现为X向应力（焊缝长度方向）较为明显，其中激光填丝焊接头焊缝X向应力稳定在339 MPa，热影响区处X向应力稳定在362 MPa，母材区域的X向应力为135 MPa;而MIG焊同等位置处X向应力分别为300 MPa、350 MPa和202 MPa。根据热弹塑性理论，等效应力高于材料在相应温度瞬间的屈服强度时，材料进入塑性状态，低于时材料处在弹性状态。由于MIG焊的热输入大，作用区域范围大，因此其等效应力大于屈服强度的区域更大，产生塑性变形的区域更大7。焊接过程中焊接热源具有瞬时性与局部集中性，由于中工件受热不均匀，金属受高温膨胀，产生瞬态热变形，在焊后冷却时不同位置上金属收缩不

13、均匀，导致工件变形。焊接过程中的瞬态热变形与室温条件下的残余变形如图8所示。图8a、8b为焊接刚开始时，激光填丝焊与MIG焊的工件变形情况。由于工件受到热源不均匀加热时间较短，加之固定装置的约束作用，因此工件两侧几乎没有变形，焊缝处发生较小变形，激光填丝焊焊缝最大变形量为0.14 mm，MIG焊焊缝变形量为0.25 mm。随着焊接的进行，变形逐渐增大，由于加热不均匀性与固定装置的约束作用，变形量较小，主要发生在2 mm板处，激光填丝焊与MIG焊的变形情况相似，变形量也相同，如图8c、8d所示。焊接结束后，去除固定装置，工件自由变形。工件完全冷却到室温时，变形趋于稳定，模拟结果如图9所示。激光填

14、丝焊工件主要发生的是角变形，根本原因是焊缝冷却后，横向收缩在板厚度的分布不均匀，导致2 mm工件发生翘曲，产生角变形，最大变形量0.58 mm，如图9a所示;MIG焊工件不仅发生了角变形，而且发生了弯曲变形，这是由于MIG焊焊接速度较慢，热输入大，同时引起焊缝横向与纵向收缩，2 mm工件发生翘曲与弯曲变形，如图9b所示。工件冷却到室温后的变形情况如图10所示。由图10a、10b可知，激光填丝焊2 mm板单侧变形量为0.6 mm;MIG焊2 mm板不仅发生角变形，还发生了弯曲变形，变形情况如图10c、10d所示。工件实际变形量与模拟结果变形情况基本吻合，但实际变形量比模拟计算的变形量稍大一些，可

15、能是在焊接前板材本身存在少量变形，造成结果有所偏差。4 结论（1）激光填丝焊与MIG焊两种焊接方法通过模拟计算得到的熔池形貌与实际熔池形貌基本吻合;由于激光填丝焊的能量集中，MAG焊能量较为分散，并且MIG焊的热输入大，高温作用区域较大，焊缝正面成形较好时，背面受热影响变形严重。（2）在两种焊接方法的焊接过程中，等效应力的最大值与热源同步向前移动。两种焊接方法的焊缝、热影响区等效应力大小近似，但靠近焊缝相同位置的母材处，MIG焊约为激光填丝焊的2倍，一次MIG焊的变形趋势大;焊后除去夹具约束后，激光填丝焊焊后的实际工件变形小于MIG焊，模拟计算结果与实际变形情况基本吻合。Reference：王洪潇，王春生，何广忠.不锈钢轨道车辆侧墙激光焊快速装夹装置开发J. 金属加工（热加工），2017（4）：18-20.苏柯，谢红兵，岳译新. SUS301L系列不锈钢在轻量化城轨车辆车体上的应用J. 电力机车与城轨车辆，2010，33（6）：23-26.孟云飞，王维新，李翠. 304不锈钢光纤激光填丝焊焊接工艺研究J. 应用激光